基于熱障涂層保護(hù)的雙向正交支撐板優(yōu)化設(shè)計

刁吉陽，馬新建，婁云鴿

（1.上海航天動力技術(shù)研究所，上海 201109；2.上海電氣集團(tuán)中央研究院，上海 200070）

與常規(guī)的采用直噴管的固體火箭發(fā)動機(jī)相比，采用斜置噴管的固體火箭發(fā)動機(jī)在工作過程中，會產(chǎn)生大量凝相顆粒沉積于噴管收斂段壁面，且與噴管傾斜同方向的收斂側(cè)壁面因燃?xì)饬鲃幼饔茫惺芨喔咚倌囝w粒的撞擊和沖刷，加劇噴管收斂段絕熱層沖刷燒蝕[1-4]。同理，對于采用自由裝填藥柱的斜置噴管固體火箭發(fā)動機(jī)，藥柱的軸向定位及固定的支撐板結(jié)構(gòu)同時承受高溫燃?xì)鉄g和壓力作用，會發(fā)生嚴(yán)重?zé)g和變形，導(dǎo)致藥柱未燃燒充分而發(fā)生藥柱飛出的潛在風(fēng)險。

文中在給定斜置噴管內(nèi)型面條件下，將自由裝填藥柱的支撐板結(jié)構(gòu)設(shè)計成雙向正交形式，并對其幾何參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析。通過仿真計算方法對比不同幾何尺寸的雙向正交支撐板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)質(zhì)量及通氣面積等性能。同時，為解決斜置噴管帶來的高溫高速燃?xì)鈩×覜_刷問題，對藥柱支撐板結(jié)構(gòu)表面涂覆熱障涂層[5-7]。針對相同結(jié)構(gòu)和材料參數(shù)的支撐板，分別仿真計算有/無涂覆熱障涂層保護(hù)條件下傳熱性能和熱強(qiáng)度。最后通過四組發(fā)動機(jī)點火試驗考核不同設(shè)計方案的性能，確定了最終的設(shè)計方案，為自由裝填藥柱形式的斜置噴管發(fā)動機(jī)藥柱支撐板結(jié)構(gòu)設(shè)計提供借鑒。

1 自由裝填式藥柱支撐板常見結(jié)構(gòu)

自由裝填式固體火箭發(fā)動機(jī)的藥柱一般采用圓形管狀裝藥，自由裝填至發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)，點火器一般位于發(fā)動機(jī)頭部或尾部。藥柱在發(fā)動機(jī)內(nèi)部需要軸向定位和固定，一般采用藥柱支撐板結(jié)構(gòu)實現(xiàn)藥柱的固定，藥柱支撐板結(jié)構(gòu)如圖1所示。支撐板作為藥柱的軸向定位或固定裝置，在發(fā)動機(jī)工作過程中起固定藥柱作用，需為發(fā)動機(jī)提供足夠的通氣面積，保證發(fā)動機(jī)產(chǎn)生的燃?xì)饨?jīng)過噴管加速作用，產(chǎn)生預(yù)定的推力。因此支撐板需要具有足夠的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、較好的耐燒蝕性及較大通氣面積，不因高壓燃?xì)庾饔冒l(fā)生破裂和大變形。同時，一般要求支撐板結(jié)構(gòu)質(zhì)量較小，并具有較好的工藝經(jīng)濟(jì)性。

根據(jù)某型發(fā)動機(jī)的裝藥形式，圖1所示的前兩種支撐板結(jié)構(gòu)均無法適應(yīng)發(fā)動機(jī)的藥柱裝填，直棱式支撐板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不滿足大秒流量燃?xì)鉄g的工作環(huán)境。因此設(shè)計了如圖2所示的雙向正交型支撐板結(jié)構(gòu)，并對相同材料、相同外形尺寸的輪輻式支撐板、蜂窩式支撐板及雙向正交式支撐板在相同載荷作用下的結(jié)構(gòu)性能進(jìn)行計算，見表1。計算結(jié)果表明，在相同的壓強(qiáng)作用下，輪輻式支撐板變形最小，通氣面積最大；雙向正交的筋棱結(jié)構(gòu)變形量通氣面積最小，質(zhì)量最小。三種結(jié)構(gòu)的通氣面積和變形量差異范圍較小，考慮到三種結(jié)構(gòu)的工藝經(jīng)濟(jì)性，選取工藝性較好的雙向正交型結(jié)構(gòu)，對其進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，并采用整體銑削加工工藝。

表1 三種形式支撐板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度對比

2 強(qiáng)度及傳熱仿真分析

按照某發(fā)動機(jī)建立縮比三維計算模型，如圖3所示。藥柱支撐板位于藥柱和噴管端面之間，通過噴管對藥柱施加軸向預(yù)緊力，實現(xiàn)藥柱的軸向定位和固定。發(fā)動機(jī)直徑為150 mm，裝藥段長度為270 mm，采用非潛入式噴管，斜置角度為45°。為考核不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的雙向正交結(jié)構(gòu)支撐板強(qiáng)度，以及有熱障涂層的抗燒蝕性能，對該模型開展了計算分析。

2.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仿真

對圖 2所示不同尺寸的正交筋板在燃?xì)庾饔孟碌慕Y(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行仿真計算[8-9]。將寬度B=5 mm設(shè)定為常量，計算不考慮燒蝕時，不同筋板間距A值和筋板厚度C值尺寸條件下，藥柱支撐板在1.05 MPa燃?xì)鈮翰钭饔孟碌膽?yīng)力及變形，計算結(jié)果見表2。支撐板的材料為 30CrMnSiA高強(qiáng)度鋼，屈服強(qiáng)度為 835 MPa，極限強(qiáng)度為 1080 MPa。結(jié)果表明，相同的筋板寬度B條件下，筋板間距A越大，筋板厚度C越小，變形量越大；對于8×8正交結(jié)構(gòu)和9×9正交結(jié)構(gòu)，在相同B值和C值時，A值對支撐板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度影響較大。綜合考慮支撐板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、變形量、通氣面積及工藝性，認(rèn)為8×8正交結(jié)構(gòu)，A=16 mm，B=5 mm，C=4 mm是較合適結(jié)構(gòu)，該尺寸支撐板的應(yīng)變和應(yīng)力分別如圖4和圖5所示。

表2 不同結(jié)構(gòu)尺寸仿真計算結(jié)果

2.2 熱障涂層保護(hù)下強(qiáng)度和傳熱分析

基于對前述六種結(jié)構(gòu)尺寸的支撐板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仿真計算結(jié)果，確定A=16 mm，B=5 mm，C=4 mm的尺寸結(jié)構(gòu)。再仿真計算雙向正交支撐板結(jié)構(gòu)在有/無熱障涂層保護(hù)下，固體火箭發(fā)動機(jī)工作過程中燃?xì)饬魉佟⒅伟宓臒釓?qiáng)度以及支撐板傳熱情況。

發(fā)動機(jī)壁面設(shè)置為無滑移壁面，求解器設(shè)置為基于壓力求解，燃?xì)鈮簭?qiáng)為16.5 MPa，定壓比熱1835 J/(kg·K)，秒流量為 15.5 kg/s，導(dǎo)熱系數(shù)由動力學(xué)理論給定，黏性系數(shù)由Sutherland公式確定，控制方程采用二階迎風(fēng)差分格式[10-12]。分子量為 20 kg/( kg·mol) ，熱障涂層氧化鋯的密度為4810 kg/m3，比熱Cp為 500 J/(kg·K)，導(dǎo)熱系數(shù)λ為 15 W/(m·K)。

圖6為斜置噴管發(fā)動機(jī)工作時燃?xì)饬魉僭茍D，圖6a和圖6b分別為無/有熱障涂層保護(hù)的支撐板結(jié)構(gòu)對應(yīng)的燃?xì)饬魉僭茍D。兩種結(jié)構(gòu)下的燃?xì)馑俣扔嬎憬Y(jié)果差異不明顯，越靠近中心位置，速度越大，流動速度的最大值均在290 m/s左右。

圖 7a和圖 7b分別為無/有熱障涂層藥柱支撐板的承受燃?xì)庾饔煤蟮淖笥覂擅娴膲毫υ茍D。可以看出，支撐板左右兩側(cè)存在一定壓差，燃?xì)庾饔脤?dǎo)致兩種結(jié)構(gòu)的支撐板均承受約9586 N的壓力，且涂覆熱障涂層并未引起明顯的壓力差異。

圖8給出了支撐板中心截面處的溫度分布云圖，可知具有熱障涂層的支撐板內(nèi)部受熱情況有較顯著改善。無熱障涂層時支撐板前壁面溫度約 2300 K，有熱障涂層時相同位置溫度約 1850 K，溫度相差近450 K。證明熱障涂層可有效提供雙向正交支撐板結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

圖9給出了支撐板沿發(fā)動機(jī)軸向溫度分布曲線，無熱障涂層支撐板內(nèi)部的最低溫度為1159 K，有熱障涂層保護(hù)內(nèi)部最低溫度為903 K。表明熱障涂層可大幅降低支撐板結(jié)構(gòu)的內(nèi)部溫度。

3 支撐板強(qiáng)度試驗

根據(jù)仿真計算的結(jié)果，銑削加工了9×9正交支撐板和8×8正交支撐板各兩件進(jìn)行發(fā)動機(jī)點火試驗，具體情況見表3。支撐板分別安裝至斜置噴管發(fā)動機(jī)中，藥柱種類和質(zhì)量一致，進(jìn)行了四次點火試驗。為了驗證表2中仿真結(jié)果的正確性，采用相同材料加工了1號、3號和4號支撐板，均涂覆了0.3 mm氧化鋯熱障涂層，考核在相同條件的高溫燃?xì)猓?300 K）作用下，支撐板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。2號支撐板采用耐燒蝕鉬鈦鋯合金加工，驗證無燒蝕情況下，發(fā)動機(jī)燃?xì)鈮簭?qiáng)的作用效果。通過3號和4號試樣對比，可分析8×8正交支撐板的筋板厚度對強(qiáng)度的影響大小。通過2號和4號試樣對比，可分析燃?xì)庾饔眠^程中，支撐板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與熱障涂層保護(hù)綜合作用影響。點火試驗的結(jié)果如圖10所示。

表3 支撐板高溫燃?xì)鉄g試驗方案

四次發(fā)動機(jī)點火試驗后，拆解試驗后殘骸，取出支撐板殘骸進(jìn)行對比，如圖10所示。由1號試驗結(jié)果可知，該方案的雙向正交支撐板中心位置發(fā)生劇烈燒蝕，與圖7和圖8的仿真結(jié)果一致。正交中心部位雖然涂覆熱障涂層，但因結(jié)構(gòu)強(qiáng)度相對較小，在高溫高壓燃?xì)庾饔孟拢纫蚋邷刈饔脧?qiáng)度降低，后因高壓燃?xì)庾饔茫怪伟逯行奈恢冒l(fā)生撕裂并劇烈燒蝕，出現(xiàn)大面積燒蝕孔洞。2號試驗中，采用的是耐燒蝕的鉬鈦鋯合金，因此在高溫燃?xì)庾饔孟禄緹o燒蝕痕跡，但因鉬鈦鋯合金強(qiáng)度相對 30CrMnSiA較低，在高壓燃?xì)庾饔孟拢伟逯行奈恢脭嗔巡⑿纬奢^大面積撕裂空間。3號試驗結(jié)果表明，該方案的8×8正交支撐板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較好，但因為中心位置四根筋板燒熔而出現(xiàn)殘缺。結(jié)合4號的試驗結(jié)果分析，表明涂覆熱障涂層可以有效保證支撐板在高溫高壓燃?xì)庾饔孟戮哂休^好的熱結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，可承受斜置噴管大秒流量高溫高壓燃?xì)鉀_刷和燒蝕的嚴(yán)酷條件，能避免該發(fā)動機(jī)在工作過程中自由裝填藥柱飛出的風(fēng)險。

對比四種狀態(tài)的支撐板在斜置噴管發(fā)動機(jī)點火試驗中的燒蝕情況可知，在大秒流量高溫高壓燃?xì)庾饔孟拢伟灞仨毦哂休^高的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、較大的通氣面積、且具有厚度足夠的熱障涂層進(jìn)行熱防護(hù)，支撐板結(jié)構(gòu)才能保證結(jié)構(gòu)完整，使固體發(fā)動機(jī)工作過程中藥柱全部燃燒，從而有效保證固體火箭發(fā)動機(jī)的推力總沖等性能。

4 結(jié)語

基于對大秒流量斜置噴管發(fā)動機(jī)的藥柱支撐板的設(shè)計，進(jìn)行了發(fā)動機(jī)內(nèi)流場和傳熱數(shù)值計算和四次斜置噴管發(fā)動機(jī)點火驗證試驗。

結(jié)果表明，該發(fā)動機(jī)工作時產(chǎn)生大秒流量高溫高壓燃?xì)猓瑢λ幹伟鍟a(chǎn)生巨大的燃?xì)鈮毫蛣×覠g，采用高強(qiáng)度鋼材料的雙向正交結(jié)構(gòu)支撐板難以承受燃?xì)鈮毫蜔g，不能滿足發(fā)動機(jī)工作要求。對超高強(qiáng)度材料的雙向正交支撐板進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，并涂覆熱障涂層保護(hù)后支撐板結(jié)構(gòu)因熱障涂層導(dǎo)熱系數(shù)小，隔熱作用明顯，使金屬基體在短時間內(nèi)傳導(dǎo)的溫度相對較低，因此具有較高耐燒蝕性和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，在斜置噴管自由裝填固體火箭發(fā)動機(jī)的工作過程中，具有較好的結(jié)構(gòu)完整性，保證發(fā)動機(jī)裝藥的結(jié)構(gòu)完整性和燃燒充分性，驗證了熱障涂層保護(hù)的雙向正交支撐板優(yōu)化設(shè)計方案的可行性。

[1] 晁侃, 王健儒. 噴管斜置對固體發(fā)動機(jī)燃燒室熔渣沉積影響數(shù)值分析[J]. 固體火箭技術(shù), 2013, 36(5)：594-598.

[2] 傅德彬, 姜毅, 張杰. 斜噴管燃?xì)馍淞鳉鈩痈蓴_數(shù)值模擬[J]. 宇航學(xué)報, 2004, 25(2)： 131-134.

[3] 楊強(qiáng), 解維華, 彭祖軍, 等. 熱防護(hù)設(shè)計分析技術(shù)發(fā)展中的新概念與新趨勢[J]. 航空學(xué)報, 2015, 36(9)：2981-2991.

[4] 張勝敏, 胡春波, 徐義華, 等. 固體火箭發(fā)動機(jī)燃燒室凝相顆粒燃燒特性分析[J]. 固體火箭技術(shù), 2010, 33(3)：256-259.

[5] 劉純波, 林峰, 蔣顯亮. 熱障涂層的研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2007, 17(1)： 1-13.

[6] 崔永靜, 陸峰, 高俊國, 等. 等離子噴涂YSZ涂層瞬態(tài)超高溫沖蝕性能研究[J]. 裝備環(huán)境工程, 2016, 13(3)：31-36.

[7] 王千文, 毛衛(wèi)國, 喻明. 等離子噴涂熱障涂層隔熱性能分析方法[J]. 材料導(dǎo)報 B： 研究篇, 2011, 25(9)： 125-129.

[8] 江瑋, 郁鼎文, 馮平法. 加筋板結(jié)構(gòu)靜態(tài)性能分析及優(yōu)化設(shè)計[J]. 機(jī)械設(shè)計與制造, 2008(2)： 4-6.

[9] 陳海龍, 許維軍, 萬樂天. 加筋板結(jié)構(gòu)后極限強(qiáng)度行為影響參數(shù)研究[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 2015, 47(5)：118-112.

[10] 陳曉龍, 賀國強(qiáng), 劉佩進(jìn). 固體火箭發(fā)動機(jī)燃燒不穩(wěn)定的影響因素分析和最新研究進(jìn)展[J]. 固體火箭技術(shù),2009, 32(6)： 600-605.

[11] 劉長猛, 關(guān)悅, 李鵬飛, 等. 固體發(fā)動機(jī)內(nèi)流場渦脫落特征數(shù)值研究[J]. 戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈技術(shù), 2016(4)： 71-75.

[12] 趙瑜, 王浩平, 何快, 等. N2O/HTPB體系固液發(fā)動機(jī)工作過程三維仿真[J]. 上海航天, 2015, 32(1)： 41-44.